堤路改造工程差异沉降控制技术实施效果研究

2023-09-04谢雨廷

水利水运工程学报 2023年4期

李吉，谢雨廷，曾鹏，朱明，程攀

(1. 南京市江北新区公共工程建设中心，江苏南京 211500； 2. 南京水利科学研究院，江苏南京 210029； 3. 衡阳北控水资源管理有限公司，湖南衡阳 421200； 4. 江苏中禹水利建设有限公司，江苏淮安 223001)

长江沿线城市滨水道路集防洪、交通、岸线景观等功能为一体，具有重要的自然生态功能和社会服务功能，是提升城市整体防洪能力、维护城市生态系统安全、彰显滨江城市特色的强有力支撑，具有显著的综合效益。由于堤路改造工程新旧堤防存在土性参数的差异性和几何形态变异性，因此在建设过程中面临差异沉降控制与渗透变形破坏防控等诸多难题。目前已有许多学者开展了相关研究：汪小茂等[1]对采用堤路结合形式修建的武汉市滨江大道进行研究，提出了堤路结合工程在布置形式、衔接处理及压实度标准等关键问题的工程设计建议；胡晓红等[2]对堤路结合的路基差异沉降控制技术进行研究，提出堤防道路改造全要素理念，并成功应用于武汉市汉口至阳逻江北快速路、长江主轴右岸大道等堤防道路，为堤防道路的设计提供借鉴；占鑫杰等[3]以南京市某堤防拓宽工程为例，建立数值计算模型研究了新老堤相互作用，并提出开挖台阶结合土工格栅的施工工艺，以减小堤身的变形和差异沉降；李昂等[4]结合长江干堤防洪能力提升工程，提出利用开挖台阶联合土工格栅的方式对结合面进行加固。

南京江北新区堤路改造工程沿线地基土地质条件较差，场地沿线广泛分布着软土（主要为淤泥质土）层，新旧堤防下部软土地基固结程度的不同也容易产生差异沉降，过大的差异沉降常会导致堤防结合部产生裂缝，进而影响堤防的长期稳定。目前，国内外已有软土路基差异沉降控制的相关研究：章海明[5]基于土体固结理论，运用有限元方法对高速公路软土路基差异沉降进行分析，验证采用粉喷桩加固软土地基的处治效果；赵明华等[6]对滨海道路软土路基特性进行相关研究，提出沉降预测模型；Yu 等[7]认为路面裂缝的产生主要由路基处理不当导致，通过数值计算证明可以使用轻质填充材料减小路堤沉降；宋书昌[8]通过一维和三维蠕变试验，揭示了沿海公路软土路基长期沉降机理；Hao 等[9]通过对岸坡稳定性的数值模拟研究，验证了新老堤的渗透系数比对新堤坝边坡稳定性影响显著；张军辉[10]运用有限元方法，对不同施工方法下软土地区新老堤的沉降进行数值模拟，得出新路基优先采用复合地基处理方法可降低对施工期老堤的扰动，并减小新老堤的工后沉降。虽然国内外学者对新老堤的差异沉降问题展开了大量研究，但缺乏对差异沉降的控制效果进行综合评价研究。

实际工程通常会结合现场监测数据对地基的沉降发展进行预测，从而验证和评估沉降控制效果。双曲线法根据实测数据进行拟合预测，并假定沉降曲线按沉降平均速度呈双曲线递减的规律变化，是当前应用较广的一种经验方法。有学者[11-12]利用双曲线法分别对采用深层水泥搅拌(deep cement mixing, DCM)桩的软土路基和铺设土工格栅的黄土路基沉降进行预测，根据拟合优度验证了双曲线法在不同处理方式下路基沉降预测的应用可行性。本文结合南京江北新区堤防加宽道路改造工程，采用数值模拟和现场试验相结合的方式，提出堤路改造工程中软土路基的处理方案，并结合双曲线法分析评价设计方案的差异沉降控制效果。

1 江北新区堤防加宽道路改造工程概况

南京江北新区堤防加宽道路改造工程上起南京长江三桥、下至浦仪公路，场地沿线广泛分布着软土地基，其中主要为两类软土软土[13]：①-3 层淤泥和②-2 层淤泥质粉质黏土。现状堤防经多年运行，下覆软土地基的固结沉降已基本完成，新建路堤在上覆堤身荷载作用下，易在新老堤结合处产生差异沉降，如不采取相应的加固处理措施，容易造成堤防道路拉裂破坏。根据《堤防工程设计规范》（GB 50286—2013），路基容许工后沉降值如下：（1）桥台与路堤相邻处≤10 cm；（2）涵洞、箱涵、通道处≤20 cm；（3）一般路段≤30 cm。根据该地软土地基特点，结合工程实际，需从稳定和沉降两个方面分析，确保路基稳定的同时控制工后沉降，通过对沉降的分析计算，拟定需要处理的软基路段，选取安全经济的措施进行处理。

2 数值建模及差异沉降控制方案设计

2.1 数值模型方案及参数

根据堤路工程设计方案与工程地勘资料，选取填筑高度较高的K0+500 断面进行数值模拟分析，该断面属于典型的新路-旧堤结合断面，针对3 种处理方案开展计算分析，具体见表1。数值模拟计算参考汪璋淳等[14]的有限元建模方案，地基土、新路堤填土、褥垫层及DCM 桩使用摩尔库伦弹塑性本构模型，路面结构层与土工加筋使用弹性本构模型，主要材料的物理力学参数见表2。

表1 3 种处理方案下的数值模型对比Tab. 1 Comparison of numerical models under three schemes

表2 数值模型参数Tab. 2 Parameters of numerical models

2.2 平面应变模型等效

本文通过建立二维平面应变模型对不同方案进行分析对比，其中在DCM 桩数值模型建立中需要对水泥土桩进行平面应变等效处理。水泥土桩复合地基属于柔性桩复合地基，按照《复合地基技术规范》（GB/T 50783—2012），参考汪璋淳等[14]的建模方案，将正三角形布置的深层水泥搅拌桩转化为平面应变桩墙，不改变桩间距及桩径，按照复合模量等效的思路进行转换可得：

式中：Ep3、Ep2分别为三维工况和平面应变等效工况下桩的弹性模量；m3、m2分别为三维工况和平面应变等效工况下桩的面积置换率；Es为多层土的复合弹性模量。取路中心断面为计算断面，Es 按照如下厚度加权公式进行计算：

式中：n为土层数；hs为桩长；hi、Ei分别为桩长范围内各层土的厚度及弹性模量。实际三维情况的深层水泥搅拌桩，其桩身28 d 无侧限抗压强度不小于1.0 MPa，压缩模量可取桩体水泥土强度的100~200 倍（取180 MPa），泊松比取0.25，换算后弹性模量为Ep3=150 MPa，置换率m3=14.5%。对于二维平面应变情况，m2=0.6/1.5=40%。根据以上参数，求得Ep2= 56 MPa。

2.3 荷载、特征点、填筑设置

在数值模型的填筑过程模拟中，假设路堤填筑施工期为3 个月，共分5 层填筑，如图1 所示，工后沉降基准期假设为10 年。为了对比不同处理方式下的差异沉降控制效果，选取5 个特征点进行分析，分别为老堤防临水侧坡脚、防浪墙墙脚、老堤防背水侧路肩、新堤防右路肩之下原地表、新堤防路中之下原地表，以DCM 模型为例，5 个特征点分别对应图2 中的A~E。

图1 路堤分层填筑过程Fig. 1 Diagram of the layered filling process of the embankment

图2 数值模拟特征点与DCM 方案网格划分Fig. 2 Feature points of numerical simulation and DCM condition meshing

2.4 数值模拟沉降分析

图3 为新填筑道路中心位置（图2 中E点）及右路肩位置（图2 中D点）的沉降发展曲线，天然堆载与台阶加筋在两个位置的沉降曲线基本重合，最终沉降分别为715 和623 mm，采用DCM 软土地基处理技术，路中与右路肩位置沉降分别缩减为229 和183 mm。分析图3 中路中断面原地表的工后沉降，天然堆载、台阶加筋和DCM 处理3 种地基处理方案的工后沉降分别为305、305 和88 mm。根据数值计算结果，天然堆载、台阶加筋均不能满足一般路段工后沉降小于300 mm 的要求，而DCM 处理方案在控制地基沉降方面具有显著作用，其工后沉降可以满足规范要求。

图3 路面范围下原地表沉降对比Fig. 3 Comparison of in-situ surface settlements under the pavement range

图4 为路面范围内工后沉降分布结果，其中天然堆载方案路面最大工后沉降为305 mm，路中与路肩工后差异沉降值为59 mm；台阶加筋方案路面最大工后沉降及路中与路肩工后差异沉降值分别为305 和57 mm，且这两种方案的沉降曲线基本重合；DCM 处理方案的路面最大工后沉降为88 mm，路中与路肩工后差异沉降值为15 mm。从数值计算结果可以看出台阶加筋处理方法对降低路面差异沉降的作用微弱，而DCM 设计方案不仅可以显著减小地基总体沉降变形量，还可以大幅缩减路面工后沉降及差异沉降。

图4 断面工后沉降分布Fig. 4 Distribution of post-construction settlement in the cross section

图5 为3 种工况下最终沉降云图，台阶加筋与天然堆载工况最终沉降分别为820 和827 mm，最大沉降区均位于路面宽度之下的原地表位置。DCM 处理工况路面之下原地表沉降量大幅缩减，对应图2 的D、E点沉降分别为183 和229 mm，最大沉降区位于左侧远离路面的未进行地基处理的场平堆载区，沉降极值为706 mm。

图5 3 种工况下最终沉降云图Fig. 5 Final settlement nephogram for three working conditions

2.5 数值模拟水平位移分析

图6 为3 种工况下最终水平位移云图。天然堆载工况下，地基最大水平位移为440 mm，发生在新旧结合面之下的②-2 软土层中，距离填筑后地表约10.4 m，台阶加筋工况与天然堆载工况的地基水平位移基本一致；DCM 处理工况的新旧堤结合面以下地基最大水平位移为110 mm，位于②-2 软土层顶面处，地基最大水平位移转移至道路左侧场平区之下的软土层中，为195 mm，距离地表约12.6 m。计算结果表明，DCM 复合地基处理同时也能显著缩小软基的水平位移。

2.6 差异沉降控制设计方案

根据数值计算结果，在满足防汛和交通要求条件下，为解决新老路堤的差异沉降及其后续变形问题，拟采用上部结合面处置协同下部地基的联合处理技术对南京江北新区堤路改造工程进行加固处理。根据本工程特点，下部软土地基的处理方案为：对于浅表层软土，道路布置范围内进行清除换填；对于深层软土，由于堤路结合对堤身防渗要求较高，施工时需尽量避免对原状土扰动，地基处理采用双向深层水泥搅拌桩法，桩径60 cm，桩间距1.5 m，桩长10~19 m，按正三角形布置。在堤身结合面的处置方面，拟采用“土工格栅+锥探灌浆”的处理方案：通过在浅层换填处理与深层搅拌桩处理交接处埋设三向土工格栅，路堤填筑沉降完成后，对老堤防一级平台至堤脚部分灌注黏土浆液（图7）。为进一步保证新老路基拼接的整体性，结合部采用台阶式的衔接方式。对本路堤结合段地面横坡陡于1∶5 的路段设计选用开挖台阶处理，沿老路坡面开挖台阶，台阶型式采用内倾式，如图8 所示。该方案基于数值计算的分析结果，并借鉴了国内外的新旧路堤处理经验[15]，较好结合了本工程实际情况。

图7 新老路堤结合面处理方案Fig. 7 Treatment scheme of the joint surface of the old and new embankments

图8 内倾式台阶Fig. 8 Inverted steps

3 堤路改造工程实施效果评价

为了验证和评估上述差异沉降控制的应用效果，在南京江北新区堤路改造工程建设中选取K0+500 断面为试验监测断面，开展孔隙水压力、表面沉降和深层水平位移等监测工作，通过分析对比数值模拟和试验监测数据对堤路改造工程的实施效果进行验证评价，其中剖面布置如图9 所示。

图9 监测仪器布置Fig. 9 Monitoring instrument layout

3.1 孔压监测成果分析

图10 为3 种不同技术方案超静孔隙水压力的数值模拟计算结果，其中台阶加筋方案与天然堆载方案曲线基本重合，且整体高于DCM 处理方案，最后一次填土完成时刻超静孔压达到峰值，达到35.4 kPa，DCM 处理方案的峰值超静孔压为20.9 kPa，峰值超静孔压与路堤荷载之比分别为0.34、0.20。超静孔压的数值计算结果表明，DCM 复合地基对上覆填土荷载进行了应力重分布，改变了荷载的传递，降低了新路堤填筑后主要软土层产生的超静孔压水平。

图10 软土层中心位置孔压变化Fig. 10 Change of pore pressure at the center position of soft soil layer

图11 为超静孔隙水压力监测数据与数值计算的对比，在路堤填筑过程期间（0~90 d），测得地基主要软土层中部超静孔隙水压力消散规律与数值模拟结果基本一致，路面施工完成时（220 d）测得超静孔压约为5.0 kPa，超静孔隙水压力大部分消散完成，在上覆堆载作用下地基主要软土层的压缩变形大部分已完成，上覆堆载产生的附加应力大部分转换成土体的有效应力，土体处于稳定状态。

图11 孔压数值计算与监测数据对比Fig. 11 Comparison of hole pressure numerical calculation and monitoring data

3.2 沉降分析及工后沉降预测

K0+500 断面实测沉降如图12 所示，路堤填筑期间断面沉降速率为0~5 mm/d，未超过10 mm/d 的监测预警值。在路堤填筑期间（0~90 d），随着荷载增加，沉降值逐渐增大，路中、右路肩和左路肩在填筑期产生的沉降分别为107、91 和101 mm。填筑结束后，地基在恒定荷载作用下沉降发展稳定。3 个位置（路中、右路肩和左路肩）在路面施工完成后（220 d）的沉降分别为139、128 和132 mm。为进一步分析工后沉降的发展，选取现有研究常用的双曲线法对工后沉降进行预测，计算公式如下：

图12 地表沉降监测成果Fig. 12 Surface subsidence monitoring results

式中：t为满载预压时间；t0为到达满载的时间；St为满载t时间的实测沉降量；S0为满载开始时的实测沉降量；α和β为计算参数，可根据实测资料确定。最终沉降量为：S∞=S0+1/β。

图13 对比了K0+500 断面路中（S12）和右路肩（S11）的实测结果、数值计算结果和基于实测沉降数据的双曲线法预测结果，其中双曲线法与实测数据吻合较好，拟合优度R2均大于0.97（图14），验证了双曲线法在该加固措施下沉降预测适用性。根据沉降实测资料预测的路中和右路肩最终沉降量分别为155 和147 mm，剩余沉降分别为16 和20 mm，工后沉降较小。根据实测数据分析，工程结束前的沉降接近总沉降的90%，与超静孔隙水压力消散的监测数据基本对应。基于实测沉降采用双曲线法预测的运行期路中与右路肩位置的差异沉降始终保持在4 mm 以下，远远小于规范要求的差异沉降临界值，验证了本工程采用的DCM 处理技术对差异沉降控制的有效性。

图13 地表沉降模拟与监测结果对比Fig. 13 Comparison of surface subsidence simulation and monitoring results

图14 (t−t0)/(St−S0)与t−t0 关系曲线Fig. 14 Curve of (t−t0)/(St−S0) and t−t0

3.3 水平位移对比分析

图15 为施工完成后水平位移监测数据与数值模拟DCM 方案下的最终水平位移对比。填筑完成后，水平位移监测数据相差较小，最大偏差仅为1.5 mm 左右，这说明本工程采用的加固处理技术同时对水平位移具有较好控制效果。此外，实测水平位移自地表向地下分布规律与数值模拟结果接近，且最大水平位移发生的位置均在深度为4 m 左右的软土层中，实测最大水平位移为13.05 mm，小于数值模拟结果的65.89 mm，这表明该工法在实际应用中对于土体的变形控制效果更好。

图15 水平位移数值计算与监测数据对比Fig. 15 Comparison of horizontal displacement numerical calculation and monitoring data

结合沉降对比分析可知，目前的数值模拟存在一定的局限性，主要是文中采用的计算模型难以合理考虑土工格栅与土体的相互作用及对下部地基产生的应力重分布作用，无法体现土工格栅对地基侧向变形的限制作用，导致数值计算的水平位移大于实际监测值。在后续的研究工作中可进一步研究土工格栅与土体的相互作用机理，构建相应的力学模型从而为加宽培厚堤中采用土工格栅控制差异沉降与侧向变形提供理论支撑。